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拔長、擴(kuò)孔對(duì)軸向空洞缺陷鍛合的影響[ 05-14 08:05 ]

由圖4.12 (a),  (b)可以看出，拔長壓下量達(dá)到39. 3%時(shí)，可鍛合軸向空洞缺陷。球形空洞缺陷閉合處等效應(yīng)變?yōu)?. 769，空洞缺陷閉合處的靜水應(yīng)力為壓應(yīng)力，大小為-40. 4MPa。由圖4.12 (c),  (d)可以看出，拔長壓下量達(dá)到37. 5%時(shí)，即可鍛合軸向空洞缺陷。球形空洞缺陷閉合處等效應(yīng)變?yōu)?. 516，空洞缺陷閉合處的靜水應(yīng)力為壓應(yīng)力，大小為一46. 1MPa。

拔長、擴(kuò)孔對(duì)徑向空洞缺陷鍛合的影響[ 05-13 10:05 ]

由圖4.11 (a),  (b)可以看出，拔長壓下量達(dá)到60. 7%時(shí)，可鍛合高度為50mm的徑向空洞缺陷。球形空洞缺陷閉合處等效應(yīng)變?yōu)?. 36，空洞缺陷閉合處的靜水應(yīng)力為壓應(yīng)力，大小為一73. OMPa。由圖4.11 (c),  (d)可以看出，拔長壓下量達(dá)到54. 6%時(shí)，即可鍛合高度為100mm的徑向空洞缺陷。球形空洞缺陷閉合處等效應(yīng)變?yōu)?. 02，空洞缺陷閉合處的靜水應(yīng)力為壓應(yīng)力，大小為一41. OMPa。擴(kuò)孔鍛合徑向空洞缺陷的能力更優(yōu)。

拔長、擴(kuò)孔對(duì)球形空洞缺陷鍛合的影響[ 05-13 09:05 ]

由圖4.10 (a),  (b)可以看出，拔長壓下量達(dá)到35. 7%時(shí)，即可鍛合球形空洞缺陷。球形空洞缺陷閉合處等效應(yīng)變?yōu)?. 538，空洞缺陷閉合處的靜水應(yīng)力為壓應(yīng)力，大小為一52. 4MPa。由圖4.10 (c),  (d)可以看出，拔長壓下量達(dá)到32. 1%時(shí)，即可鍛合球形空洞缺陷。球形空洞缺陷閉合處等效應(yīng)變?yōu)?. 566，空洞缺陷閉合處的靜水應(yīng)力為壓應(yīng)力，大小為一40. 2MPa。

拔長、擴(kuò)孔有限元模型的建立[ 05-13 08:05 ]

模擬試件尺寸為Φ900/ Φ340 X 485mm，試件材料模型使用2. 25Cr1Mo0. 25V鋼;坯料網(wǎng)格劃分為40000個(gè)，并對(duì)空洞部分進(jìn)行細(xì)分，細(xì)分為原來的0.01;墩粗初始溫度為1200℃;摩擦設(shè)置為熱鍛無潤滑摩擦，摩擦因子為0. 7;由于變形具有對(duì)稱性故取其1/2進(jìn)行研究;空洞設(shè)置為Φ10mm當(dāng)量的空洞缺陷，主要研究了芯軸拔長和馬杠擴(kuò)孔對(duì)球形、徑向、軸向、切向空洞缺陷鍛合的影響規(guī)律和作用效果。模型建立如圖4. 13。

鐓粗鍛造切向空洞缺陷的閉合過程[ 05-12 10:05 ]

由圖4. 8 ( a)可以看出，切向空洞缺陷的鍛合過程是比較理想的，首先空洞中間內(nèi)壁先從內(nèi)向外變形，空洞徑向尺寸減小，并逐步與外壁貼靠、然后才逐步向軸向方向擴(kuò)展，直到完全閉合。缺陷閉合時(shí)墩粗壓下量為27. 4%，空洞缺陷閉合處等效應(yīng)變?yōu)?. 408，空洞缺陷閉合處的靜水應(yīng)力為壓應(yīng)力，大小為一20. 8MPa，說明軸向變形能夠比較容易的鍛合切向空洞缺陷。由以上四組模擬結(jié)果不難看出空洞方向與變形方向垂直的比較容易鍛合，與變形方向平行的不容易甚至不能鍛合。考慮到與后續(xù)芯軸拔長和馬杠擴(kuò)孔工藝的銜接，軸向加載時(shí)我們即不希望空

鐓粗軸向空洞缺陷在50%變形量下的變化過程[ 05-12 09:05 ]

由圖4. 6 ( a)可以看出，軸向空洞缺陷的變形過程:沿長軸方向長度隨著砧子的下壓逐漸變短，而在短軸方向隨砧子的下壓逐步長大并呈彎弓形，中部呈現(xiàn)脹大趨勢，軸向空洞缺陷最終沒有閉合。此時(shí)墩粗壓下量為50%，缺陷處等效應(yīng)變?yōu)?. 564。由圖4. 7的速度流線可以看出，對(duì)于軸向空洞缺陷，變形時(shí)空洞徑向遠(yuǎn)端和徑向近端同時(shí)向外流動(dòng)，并且在高度一半處徑向遠(yuǎn)端部分流動(dòng)速度比徑向近端部分流動(dòng)速度快，此處空洞缺陷有增大的趨勢，軸向變形不能夠鍛合軸向空洞缺陷。

徑向空洞缺陷的閉合過程[ 05-12 08:05 ]

由圖4. 5 ( a)可以看出徑向缺陷的閉合過程是在軸向力作用下，短軸方向逐漸變小，最終達(dá)到空洞閉合的過程。此時(shí)墩粗壓下量為37. 7%，缺陷閉合處等效應(yīng)變?yōu)?. 644,缺陷閉合處的靜水應(yīng)力為壓應(yīng)力，大小約為-30MPa，表明徑向空洞缺陷在墩粗達(dá)到一定變形量也可以鍛合。

鐓粗鍛合空洞缺陷的球形空洞缺陷的閉合過程[ 05-11 10:05 ]

由圖4. 2 (a)可以看出，球型缺陷閉合過程是軸向尺寸逐漸變小，徑向尺寸增加，然后軸向貼合在一起，最終缺陷焊合。由圖4. 4四個(gè)極點(diǎn)的靜水應(yīng)力變化情況可以看出，閉合前后四個(gè)極點(diǎn)始終受靜水壓應(yīng)力作用，但是，在缺陷閉合處產(chǎn)生一個(gè)靜水壓應(yīng)力突變點(diǎn)，因此，可以用四個(gè)極點(diǎn)靜水應(yīng)力發(fā)生突變的點(diǎn)作為缺陷閉合的判據(jù)。球型缺陷閉合時(shí)所需的墩粗壓下量為40. 2%，缺陷閉合處等效應(yīng)變?yōu)?. 695，缺陷閉合處的靜水應(yīng)力為壓應(yīng)力，大小為一18. 5MPa，球形缺陷在較大的墩粗變形量下能夠鍛合。

墩粗有限元模型的建立[ 05-11 09:05 ]

從理論上講，空心鋼錠最后凝固位置約在壁厚的1/2處，此處存在倒“V”型偏析和空洞型缺陷?？斩葱腿毕莅捶较蛐猿７譃樗念?球型空洞缺陷、軸向空洞缺陷、徑向空洞缺陷和切向空洞缺陷。按與變形力的相對(duì)方向來說則可以分為兩類:與變形力方向平行的空洞缺陷和與變形力方向垂直的空洞缺陷。本文選用Deform-3D數(shù)值模擬軟件，采用三維熱藕合剛勃塑性有限元模型，試件材料模型選用2. 25Cr1Mo0. 25V鋼，模擬試件尺寸為Φ900/Φ340 X 485mm;坯料網(wǎng)格劃分為40000個(gè)，并對(duì)空洞部分進(jìn)行細(xì)分，

空心鋼錠空洞鍛合研究與開坯鍛造工藝制定[ 05-11 08:05 ]

空心鋼錠壁厚芯部由于最后凝固，因此該位置必然存在鑄態(tài)缺陷，解剖實(shí)驗(yàn)資料表明，空心鋼錠主要缺陷都會(huì)集中在鋼錠最終凝固點(diǎn)的環(huán)向截面上，一般認(rèn)為，空心鋼錠最終凝固位置越遠(yuǎn)離內(nèi)壁，則表明鋼錠內(nèi)表面冷速越快，鋼錠中的疏松、縮孔和粗晶混晶就會(huì)盡可能得到避免，夾雜和宏觀偏析情況也會(huì)得到一定程度的改善，鋼錠質(zhì)量也就越好，川崎制鋼所制造的空心鋼錠最終凝固點(diǎn)在距離內(nèi)表面40%以上壁厚處，而我國生產(chǎn)的空心鋼錠一般在距離內(nèi)表面三分之一處。在所有缺陷當(dāng)中空洞型缺陷是空心鋼錠內(nèi)部缺陷的重要形式，川崎制鋼解剖實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)顯示空心鋼錠最終凝固點(diǎn)位置處

高厚比H/t<2的筒體在普通平板間墩粗[ 05-10 10:05 ]

當(dāng)H/t<2時(shí)(圖3. 39，此時(shí)中性層大于內(nèi)徑，由于毛坯端部摩擦力的影響，形成了I區(qū)域的難變形區(qū)。若忽略該區(qū)域的彈性變形，我們可以將I區(qū)域視為剛性區(qū)。變形力由I區(qū)域傳給II區(qū)域。II區(qū)域很容易滿足塑性變形的條件，因而會(huì)首先產(chǎn)生塑性變形，所以該區(qū)域稱之為主動(dòng)變形區(qū)，主動(dòng)變形區(qū)的金屬向內(nèi)外兩側(cè)同時(shí)流動(dòng)。所以，從各區(qū)域的應(yīng)力狀態(tài)可以得出，當(dāng)H/t<2時(shí)的筒體墩粗時(shí)，筒體外形的變形特征為內(nèi)、外表面產(chǎn)生雙鼓形。物理實(shí)驗(yàn)與模擬結(jié)果很好的驗(yàn)證了上述剛塑性力學(xué)模型的正確性。當(dāng)內(nèi)孔壁產(chǎn)生嚴(yán)重鼓形時(shí)不利于與后續(xù)的芯軸拔長

高厚比H/t=2的筒體在普通平板間墩粗[ 05-10 09:05 ]

當(dāng)H/t=2時(shí)(圖3. 38，此時(shí)中性層處于臨界狀態(tài)即中性層直徑等于內(nèi)徑，由于毛坯端部摩擦力的影響，形成了I區(qū)域的難變形區(qū)。若忽略該區(qū)域的彈性變形，我們可以將I區(qū)域視為剛性區(qū)。變形力由I區(qū)域傳給II區(qū)域。II區(qū)域很容易滿足塑性變形的條件，因而會(huì)首先產(chǎn)生塑性變形，所以該區(qū)域稱之為主動(dòng)變形區(qū)。所以，從各區(qū)域的應(yīng)力狀態(tài)可以得出，當(dāng)H/t=2的筒體墩粗時(shí)，筒體外形變形特征為內(nèi)孔壁凹陷與鼓形都不明顯，只是內(nèi)徑略有減小、外表面產(chǎn)生鼓形。物理實(shí)驗(yàn)與模擬結(jié)果很好的驗(yàn)證了上述剛塑性力學(xué)模型的正確性。對(duì)H/t=2(或者在較小的浮動(dòng)范圍

高厚比H/t>2的筒體在普通平板間墩粗[ 05-10 08:05 ]

當(dāng)H/t>2時(shí)(圖3. 37，此時(shí)中性層小于內(nèi)徑，由于毛坯端部摩擦力的影響，形成了I區(qū)域的難變形區(qū)。若忽略該區(qū)域的彈性變形，我們可以將I區(qū)域視為剛性區(qū)。變形力由I區(qū)域傳給II區(qū)域。II區(qū)域很容易滿足塑性變形的條件，因而會(huì)首先產(chǎn)生塑性變形，所以該區(qū)域稱之為主動(dòng)變形區(qū)。區(qū)域III受區(qū)域II的變形影響而開始產(chǎn)生屈服，并產(chǎn)生塑性變形，故該區(qū)域?yàn)楸粍?dòng)變形區(qū)。所以，從三個(gè)區(qū)域的應(yīng)力狀態(tài)可以得出，當(dāng)H/t>2的筒體墩粗時(shí)，筒體外形變形特征為高度1/2的內(nèi)孔壁處產(chǎn)生凹陷、外表面產(chǎn)生鼓形。數(shù)值模擬和物理實(shí)驗(yàn)結(jié)果很好的驗(yàn)證

筒體墩粗時(shí)的金屬流動(dòng)規(guī)律[ 05-09 10:05 ]

相比其它力學(xué)領(lǐng)域，塑性力學(xué)發(fā)展比較緩慢，很多問題不僅不能求解，甚至都不能進(jìn)行定性分析，對(duì)于有些問題不能對(duì)其內(nèi)在的變形規(guī)律進(jìn)行準(zhǔn)確描述。對(duì)于圓柱體墩粗，很多著作都是求解變形力，劉助柏老師對(duì)平板間圓柱體墩粗進(jìn)行了應(yīng)力場描述。對(duì)于普通平板間的筒體墩粗，大部分學(xué)者從實(shí)驗(yàn)和模擬的角度表征了摩擦、形狀因子與最終變形形狀的關(guān)系，對(duì)應(yīng)力場的描述未見公開發(fā)表，沒有從理論方面準(zhǔn)確描述其變形規(guī)律。本文從剛塑性力學(xué)模型入手，對(duì)筒體墩粗的應(yīng)力場進(jìn)行描述，從應(yīng)力場角度描述了圓筒墩粗時(shí)的變形規(guī)律?；炯僭O(shè):1)變形過程中子午面始終保持平面狀態(tài)。

空心鋼錠鐓粗的實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證[ 05-09 09:05 ]

為驗(yàn)證上述數(shù)值模擬結(jié)果的可靠性，本文設(shè)計(jì)用鉛試樣進(jìn)行空心鋼錠墩粗模擬的驗(yàn)證。鉛具有典型的剛勃塑性材料特征、硬度低、無需加熱等特點(diǎn)，鉛在冷態(tài)下的塑性變形流動(dòng)規(guī)律和鋼的塑性變形流動(dòng)規(guī)律十分相近，鉛和室溫下模具的摩擦系數(shù)與熱態(tài)下鋼和模具的摩擦因子都在0.45-0.7之間，因此鉛適合用于鋼高溫鍛造的常溫驗(yàn)證性實(shí)驗(yàn)。綜合對(duì)比各種常溫物理實(shí)驗(yàn)的優(yōu)缺點(diǎn)，選用鉛對(duì)空心鋼錠墩粗工藝進(jìn)行常溫物理模擬具有較高的可信度。選取的尺寸比例為D/t=3, H/t分別為1. 5, 2, 2. 5的空心鋼錠進(jìn)行實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證。鑄造模具選用實(shí)驗(yàn)室專用鑄模，

空心鋼錠的適鍛范圍和最大許可壓下量[ 05-09 08:05 ]

通過對(duì)上述表3. 1的五組尺寸比例的空心鋼錠進(jìn)行模擬計(jì)算，并對(duì)結(jié)果進(jìn)行分析和擬合，可以粗略的得出空心鋼錠的墩粗適用范圍，如圖3. 40所示。在此范圍內(nèi)的空心鋼錠墩粗后，不影響后續(xù)的拔長和擴(kuò)孔工藝的實(shí)施，內(nèi)孔壁的凹陷和鼓形都在可控范圍內(nèi)即凹陷和鼓形都可以在后續(xù)的芯軸拔長或馬杠擴(kuò)孔過程中被壓平，其中H/t在2到2. 5范圍內(nèi)時(shí)，空心鋼錠墩粗后內(nèi)孔形狀比較理想。    對(duì)于空心鋼錠的鍛造，考慮到制坯過程需要鍛合空洞缺陷、壓實(shí)疏松，可能不能直接墩粗，而是需要先拔長或擴(kuò)孔，然后再反復(fù)墩拔或反復(fù)墩

溫度對(duì)空心鋼錠鐓粗變形的影響[ 05-08 10:05 ]

考慮到溫度效應(yīng)可能對(duì)空心鋼錠墩粗變形規(guī)律產(chǎn)生影響，選用1200℃ ,  1100℃ ,1000℃ , 900℃四組不同溫度，對(duì)D/t=4, H/t=3的模型進(jìn)行對(duì)比模擬分析，壓下量為20%。由以數(shù)值上模擬結(jié)果可以看出，不同溫度下的空心鋼錠墩粗后變形效果基本一致，因此，溫度對(duì)空心鋼錠墩粗時(shí)金屬的流動(dòng)規(guī)律影響不明顯。

摩擦因子對(duì)空心鋼錠墩粗變形的影響[ 05-08 09:05 ]

考慮到摩擦因子可能對(duì)空心鋼錠墩粗變形規(guī)律產(chǎn)生影響，選用熱鍛干摩擦因子0. 7與有潤滑的摩擦因子0. 3兩組摩擦因子，對(duì)D/t=4, H/t=1. 5,2.5、3的模型進(jìn)行對(duì)比模擬分析。由于增加潤滑，摩擦因子降低，在墩粗時(shí)端面金屬流動(dòng)受阻減小，在同等壓下量下，空心鋼錠內(nèi)鼓的失穩(wěn)傾向降低，但內(nèi)凹失穩(wěn)變化不明顯。H/t=1. 5的空心鋼錠，減小摩擦后內(nèi)鼓減小;H/t=2. 5和3的空心鋼錠減小摩擦后對(duì)鋼錠內(nèi)凹失穩(wěn)的改善作用不大。因此，在實(shí)際空心鋼錠墩粗過程中，對(duì)于H/t=1. 5的空心鋼錠，若能降低鋼錠端面與工模具之間的

尺寸效應(yīng)、摩擦因子與溫度對(duì)空心鋼錠墩粗變形的影響[ 05-08 08:05 ]

尺寸效應(yīng)對(duì)空心鋼錠墩粗變形的影響考慮到尺寸效應(yīng)可能對(duì)空心鋼錠墩粗變形規(guī)律產(chǎn)生影響，因此，把小模型放大20倍進(jìn)行研究，選取D/t=4, H/t=3, 2.5兩組尺寸比例的模型進(jìn)行對(duì)比分析。      (1) H/t=3，壓下量為20%時(shí)，小模型與大模型的墩粗對(duì)比。    由以上數(shù)值模擬結(jié)果可以看出，大模型的變形流動(dòng)規(guī)律和等效應(yīng)變分布與小模型一致，因此，小模型的數(shù)值模擬結(jié)果可以用于指導(dǎo)大模型，空心鋼錠的墩粗變形主要受錠型的尺寸比例的影響與錠

鐓粗模擬分析結(jié)果（5）[ 05-07 10:05 ]

高度H/壁厚t=4外徑D/壁厚t分別取5, 6時(shí)的模擬結(jié)果(1) D/t=5時(shí)空心鋼錠分別在20%, 25%, 30%墩粗壓下量下的等效應(yīng)變圖:(2) D/t=6時(shí)空心鋼錠分別在20%, 25%, 30%墩粗壓下量下的等效應(yīng)變圖:    由圖3. 20和3. 21可以看出，在H/t=4時(shí)，不同D/t的空心鋼錠變形趨勢一致。H/t=4時(shí)變形開始時(shí)有內(nèi)孔壁凹陷的趨勢，隨著變形量的增加，空心鋼錠內(nèi)孔壁凹陷越來越嚴(yán)重，同時(shí)變形不均勻程度也增大，凹陷不嚴(yán)重時(shí)，在拔長和擴(kuò)孔工序中可以將凹陷壓平，凹